曹枚根，周福霖，譚 平，范榮全，盧智成，張雪松

（1.中國電力科學(xué)研究院，北京 100055；2.廣州大學(xué) 廣東省地震工程與應(yīng)用技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣州 510405；3.四川省電力公司，成都 610041）

變壓器是電力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)型式最為復(fù)雜、最為核心的電氣設(shè)備之一。變壓器一般由油箱、器身（繞組和鐵心）、套管、油枕、散熱器等組成，變壓器油箱內(nèi)部充滿了絕緣油。隨著電壓等級及變電容量的提高，變壓器的結(jié)構(gòu)型式越來越復(fù)雜，電壓等級越來越高，變壓器的自身振動與地震成為影響變壓器正常運(yùn)行的重要因素，國內(nèi)外開展了大量的變壓器振動監(jiān)測與治理研究［1］。而有關(guān)文獻(xiàn)資料表明［2，3］：變壓器在地震中的破壞表現(xiàn)多樣，災(zāi)后的恢復(fù)難度大，因此提高變壓器的抗震能力是提高電力系統(tǒng)的抗震安全的重點(diǎn)環(huán)節(jié)。據(jù)對汶川地震變壓器損壞的不完全統(tǒng)計［2］（表1），110 kV及以上主變壓器受損109臺，其中500 kV變壓器損毀3臺、220 kV變壓器損毀40臺、110 kV變壓器損毀66臺，而因套管損壞導(dǎo)致變壓器無法正常工作的各電壓等級的變壓器共有73臺。可見中、高壓套管的斷裂、套管與法蘭脫離、錯位或漏油是變壓器破壞或失效的一個重要原因，見圖1，大多數(shù)變壓器的漏油都是由于套管的損壞引起的，因此提高變壓器套管的抗震能力是非常有必要的。

表1 5.12汶川大地震變壓器損毀統(tǒng)計Tab.1 Transformer seismic damage statistics in 5.12 Wenchuan earthquake

圖1 汶川地震中變壓器套管破壞現(xiàn)象Fig.1 Transformer bushing seismic damage in 5.12 Wenchuan earthquake

由于大型電力變壓器結(jié)構(gòu)復(fù)雜，體型龐大，重量重等特點(diǎn)，以現(xiàn)有的振動臺試驗(yàn)條件的限制，開展真型變壓器振動臺試驗(yàn)研究的困難比較大。日本東京電力公司（1993年）設(shè)計了一臺275 kV縮比例（1：2）、重量為35 t鋼箱混凝土變壓器試驗(yàn)?zāi)Ｐ停坠懿捎靡恢?40型，重量為515 kg的真型套管進(jìn)行振動臺地震模擬試驗(yàn)，主要驗(yàn)證所設(shè)計的摩擦消能減震的減震效果［3］。日本關(guān)西電力公司（1996年）為了驗(yàn)證錨固螺栓破壞過程，在振動臺上進(jìn)行了一臺22 kV，容量為150 kVA，重量為1.6 t的小型變壓器的試驗(yàn)［5］。日本Bridgestone公司與美國California大學(xué)Irvine分校的研究人員［6，7］為了驗(yàn)證所設(shè)計的兩套隔震減震系統(tǒng)的減震效果，在臺灣國家地震研究中心開展了變壓器框架模型及真型套管的振動臺試驗(yàn)研究。此外美國太平洋地震研究中心（PEER）的研究人員［8－10］針對變壓器套管本身的抗震能力進(jìn)行多項(xiàng)振動臺試驗(yàn)研究，并將成果體現(xiàn)在變電站抗震設(shè)計推薦規(guī)程（IEEE693－2005）中。國內(nèi)開展變壓器及套管的振動臺試驗(yàn)研究較少，哈爾濱工程大學(xué)李子國與沈陽變壓器研究所郭振巖等［11，12］開展了一臺型號為S7－200/10的10 kV小型變壓器的振動臺試驗(yàn)研究。從已有的有關(guān)變壓器抗震試驗(yàn)的文獻(xiàn)來看，所開展的振動臺試驗(yàn)變壓器模型或規(guī)模與真型電力變壓器有較大的差別，對結(jié)構(gòu)進(jìn)行了較大的簡化，很難真實(shí)并準(zhǔn)確地重演變壓器－套管體系的地震響應(yīng)特性，相關(guān)結(jié)論還有待進(jìn)一步研究。為此，本文結(jié)合國內(nèi)大型電力變壓器的真實(shí)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，設(shè)計了一臺單相電力變壓器油箱、器身及油枕模型，并安裝兩極500 kV、220 kV真型套管。開展變壓器～套管體系的動力特性研究，探析變壓器油箱本體的加速度放大系數(shù)，套管等關(guān)鍵部位的加速度、位移、應(yīng)力或應(yīng)變等地震響應(yīng)特點(diǎn)及其抗震能力薄弱環(huán)節(jié)。為改進(jìn)變壓器－套管體系的抗震設(shè)計，提高其抗震能力提供參考。

1 變壓器抗震能力考核水平的劃分

目前，中國關(guān)于變壓器及套管的抗震設(shè)計與振動臺試驗(yàn)考核原則主要是參照我國建筑抗震設(shè)計規(guī)范，即根據(jù)工程建設(shè)所在地的設(shè)防烈度來進(jìn)行產(chǎn)品和工程的抗震設(shè)計。變壓器及套管和其它電氣設(shè)備一樣，使用前其工程所在地未知，如僅用設(shè)防烈度的概念來指導(dǎo)設(shè)計是不科學(xué)的。國外如美國（IEEE Std.693－2005）、日本（JEAG 5003－1998）對電氣設(shè)備的抗震設(shè)防是不以區(qū)域劃分的，而是僅從電氣設(shè)備本身所具有的抗震能力上做出規(guī)定。因此，可從經(jīng)濟(jì)性、通用性和標(biāo)準(zhǔn)化等方面綜合考慮，將變壓器及套管等電氣設(shè)備的抗震設(shè)計或抗震能力驗(yàn)算統(tǒng)一抗震設(shè)計條件，采用統(tǒng)一的抗震標(biāo)準(zhǔn)，利于產(chǎn)品的標(biāo)準(zhǔn)化，從而提高變壓器及其它電氣設(shè)備的抗震能力。

考慮我國現(xiàn)有的經(jīng)濟(jì)技術(shù)水平，結(jié)合國內(nèi)外有關(guān)電氣設(shè)備抗震設(shè)防的思想，本文將變壓器及套管的抗震能力劃分三個等級［13］，分別為普通抗震能力考核水平、中等抗震能力考核水平和高等抗震能力考核水平。普通抗震能力考核水平是指歷經(jīng)加速度峰值（PGA）為0.20 g的實(shí)震記錄或人工地震波，或0.15 g共振拍波的抗震能力考核水平；中等抗震能力考核水平是指歷經(jīng)加速度峰值為0.40 g的實(shí)震記錄或人工地震波，或0.30 g共振拍波的抗震能力考核水平；高等抗震能力考核水平是指歷經(jīng)加速度峰值為0.60 g的實(shí)震記錄或人工地震波，或0.40 g共振拍波的抗震能力考核水平。

2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h2>

試驗(yàn)變壓器及套管體系如圖2所示，主要由變壓器油箱、底座、模擬器身、油枕、油及500 kV、220 kV真型套管組成，各組成部分的裝配與實(shí)際運(yùn)行變壓器一致。該變壓器結(jié)構(gòu)外形尺寸為：長3.524 m，寬2.424 m，高3.172 m，試驗(yàn)變壓器及套管體系的裝配總重為45.315 t。

變壓器套管分別采用500 kV和220 kV油浸紙電容式變壓器真型套管各一根，分別通過法蘭盤安裝在高壓升高座和低壓升高座上，安裝角度分別為12°和30°，套管內(nèi)注滿絕緣油。圖2中的④、⑤分別為500 kV和220 kV真型套管的外形結(jié)構(gòu)。

變壓器器身主要包括鐵心與繞組，通過定位裝置固定在變壓器油箱的底板上，且其本身的抗震性能較好，對變壓器整體來說，可僅考慮其質(zhì)量效應(yīng)。一般來說，真型變壓器的器身較重，地震作用下器身結(jié)構(gòu)固定在油箱底部，主要起到壓重的作用，器身與油箱周圍僅通過液體接觸，且由于油箱本身的剛度較大，器身重量對整體變壓器的地震響應(yīng)影響較小。但為了盡量反映真實(shí)結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)布局并考慮地震作用下油箱的穩(wěn)定性，本次試驗(yàn)設(shè)計了一個密封的鐵箱加鐵配重的方式模擬器身，模擬器身及配重總重為11.538 t，其中鐵配重為 10.4 t。

變壓器的油箱和儲油柜內(nèi)部填充滿絕緣油，均勻地分布在變壓器油箱和儲油柜內(nèi)部，質(zhì)量分布均勻，作為一種流動的介質(zhì)與箱壁發(fā)生相互的作用，在地震作用下，對變壓器的動力性能有一定的影響。雖然變壓器油與水的運(yùn)動粘度有較大的差距，但對于箱壁來說，都是一種高流動的流體，且油箱內(nèi)是灌滿了水的。對于模擬變壓器整體抗震性能時來說，主要利用其體積和質(zhì)量的分布來等效其結(jié)構(gòu)特點(diǎn)。此外振動臺試驗(yàn)時，充油困難，處理不方便。因此本試驗(yàn)用自來水代替絕緣油，模擬油箱的液體邊界。

圖2 500 kV變壓器試驗(yàn)?zāi)Ｐ脱b配圖Fig.2 assembly sketch of 500 kV transformer test model

本次試驗(yàn)在國家建筑工程質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)中心的MTS 6 m×6 m三向六自由度大型地震振動臺上進(jìn)行。振動臺的標(biāo)準(zhǔn)負(fù)荷為60 t，標(biāo)準(zhǔn)負(fù)荷下X、Y、Z三個方向的允許輸入加速度分別為 ±1.5 g、±1.0 g、±0.8 g。圖3為500 kV變壓器－套管體系振動臺試驗(yàn)時的情景。試驗(yàn)時在變壓器油箱的底部、頂部，油枕、升高座及套管的頂部等關(guān)鍵部位設(shè)置加速度傳感器，測試地震輸入時關(guān)鍵部位的加速度、位移響應(yīng)；在500 kV、220 kV套管根部瓷件上設(shè)置應(yīng)變片，測試套管根部的應(yīng)變響應(yīng)。通過對響應(yīng)輸出研究變壓器－套管體系的地震響應(yīng)特點(diǎn)及套管的抗震性能。限于篇幅，本文重點(diǎn)研究油箱底部（BT）、油箱頂部（TT）、220 kV套管頂部（T22B）及500 kV套管頂部（T5B）的加速度、位移響應(yīng)及套管根部的應(yīng)變等值。

圖3 500 kV變壓器－套管體系振動臺試驗(yàn)情景Fig.3 500 kV transformer and bushings system installed on shaking table

3 地震動輸入及頻譜特性

根據(jù)變壓器結(jié)構(gòu)體系的動力特性，試驗(yàn)選用了三類地震波對變壓器及套管進(jìn)行抗震試驗(yàn)。試驗(yàn)時分別按照X與Y單向輸入地震波，通過對地震波調(diào)幅到普通與中等抗震能力考核水平的加速度幅值，開展變壓器普通與中等抗震能力考核水平的地震模擬試驗(yàn)。

第一類是Taft波、汶川地震什邡八角臺波實(shí)震記錄。Taft波（1952，Taft，Kern County）是 1952 年7 月 21日在美國加州克恩縣發(fā)生M=7.7級地震中的實(shí)震記錄。該記錄的主要周期范圍為0.25 s－0.70 s。譜加速度最大值為0.55 g，加速度反映譜峰值點(diǎn)對應(yīng)的周期為0.45 s，并包含有較多稍長周期的波。

什邡八角臺波是2008年5.12汶川大地震在理縣什邡八角臺采集到的實(shí)震記錄（中國地震局工程力學(xué)研究所），什邡八角臺波波形頻譜比較豐富，比較適用于測試高頻結(jié)構(gòu)體系的抗震性能。

第二類是人工合成地震波。人工波是按照GB50260－1996《電力設(shè)施抗震設(shè)計規(guī)范》設(shè)計反應(yīng)譜擬合而成，其中amax取值0.45 g，Tg取值0.35 s（Ⅱ類場地，第一分組），相當(dāng)于中硬場地的情況，阻尼比取2%。

第三類是共振拍波。根據(jù)變壓器套管X、Y向的自振頻率擬合而成，由5個正弦共振拍波組成，每拍5周，拍間隔為2 s。

4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

本文首先采用白噪聲激勵對大型電力變壓器－套管體系進(jìn)行動力特性探測，X、Y向依次輸入白噪聲隨機(jī)波信號以探查系統(tǒng)動態(tài)特性；根據(jù)油箱和套管頂部的加速度功率譜曲線，可采用半功率點(diǎn)法，測定結(jié)構(gòu)的阻尼比。白噪聲的頻率范圍為0.5 Hz～48 Hz，加速度半峰值為0.05 g～0.07 g，持續(xù)時間均為120 s。其次是X、Y向輸入什邡波、Taft波、人工波及共振拍波，開展了普通、中等抗震能力考核水平的抗震試驗(yàn)，分析了變壓器及套管的加速度、位移及應(yīng)變等地震響應(yīng)特點(diǎn)，探討了變壓器及套管體系的抗震性能及薄弱環(huán)節(jié)。

4.1 動力特性探測結(jié)果

表2列出了振動臺試驗(yàn)前，變壓器油箱及套管的自振頻率與阻尼比。變壓器油箱本體的X、Y向自振頻率分別為16.5 Hz和12.3 Hz，整體剛度較大。在經(jīng)歷多次抗震試驗(yàn)后，油箱整體的頻率沒有下降，表明變壓器油箱震后結(jié)構(gòu)沒有出現(xiàn)損壞，剛度沒有下降；振動前后油箱本體X向的平均阻尼比為2.31%，Y向的平均阻尼比為2.85%，阻尼比變化不大；500 kV套管的X、Y向自振頻率分別為3.67 Hz和3.30 Hz，振動前后套管X向的平均阻尼比為3.22%，Y向的平均阻尼比為3.77%，阻尼比變化不大；220 kV套管的X、Y向自振頻率分別為4.81 Hz和7.10 Hz，振動前后套管X向的平均阻尼比為2.98%，Y向的平均阻尼比為3.44%，阻尼比變化不大。

表2 變壓器油箱及套管的自振頻率與阻尼比Tab.2 the natural frequency and damping ratio of 500 kV transformer and bushings

表3 X、Y單向地震輸入時加速度響應(yīng)峰值及放大系數(shù)（PGA=0.20 g）/gTab.3 Acceleration response peak value and magnification factor subjected to X，Y 1D earthquake wave（PGA=0.20 g）/g

表4 X、Y單向地震輸入時加速度響應(yīng)峰值及放大系數(shù)（PGA=0.4/0.3g）/gTab.4 Acceleration response peak value and magnification factor subjected to X，Y 1D earthquake wave（PGA=0.4/0.3g）/g

4.2 加速度時程響應(yīng)分析

試驗(yàn)測試了各種工況下的變壓器及套管等關(guān)鍵部位的加速度時程曲線。表3、表4分別為X、Y單向地震輸入時各測點(diǎn)的加速度反應(yīng)時程的峰值及加速度放大系數(shù)，圖4為中等抗震能力考核水平時，人工波X、Y單向輸入時變壓器及套管頂部加速度時程曲線，圖5為X、Y單向輸入以變壓器套管基頻擬合的中等抗震共振拍波時，220 kV、500 kV套管頂部的加速度時程曲線。

分析上述圖表，可得到以下幾點(diǎn)有關(guān)變壓器－套管體系加速度響應(yīng)特點(diǎn)：

（1）在單向?qū)嵳鹩涗浥c人工地震波輸入下，油箱頂部X向的綜合平均放大系數(shù)為1.30，最大值為1.54；油箱頂部Y向的綜合平均放大系數(shù)為1.22，最大值為1. 33；220 kV套管頂部X向的綜合平均放大系數(shù)為8.42，最大值為10. 46；220 kV套管頂部Y向的綜合平均放大系數(shù)為6.87，最大值為10. 43；500 kV套管頂部X向的綜合平均放大系數(shù)為8.42，最大值為11. 20；500 kV套管頂部Y向的綜合平均放大系數(shù)為8.34，最大值為10.12。可見，由于油箱本體的剛度較大，自振頻率較高，遠(yuǎn)離了普通地震波的卓越頻率，因此，油箱本體的放大系數(shù)不是很大，可綜合取加速度放大系數(shù)為1.50。而從220 kV、500 kV套管頂部的加速度放大系數(shù)可知，套管的綜合加速度放大系數(shù)較大，主要是因?yàn)樘坠艿淖哉耦l率與各類地震波的主要頻率較為接近，在地震中可放大其加速度響應(yīng)，容易在地震中遭到破壞。

（2）輸入500 kV套管自振頻率的共振拍波時，500 kV套管頂部綜合平均加速度放大系數(shù)X向?yàn)?3.06，Y 向?yàn)?2.82；輸入 220 kV 套管自振頻率的共振拍波時，220 kV套管頂部綜合平均加速度放大系數(shù)X向?yàn)?4.24，Y向?yàn)?5.84。在輸入變壓器套管自振頻率擬合的共振拍波時，套管的加速度響應(yīng)放大系數(shù)較大，220 kV套管的在普通抗震能力考核時Y向的放大系數(shù)最大值達(dá)到了19.11。從圖5（b）220 kV套管頂部的加速度時程曲線可知，當(dāng)輸入220 kV套管中等抗震能力考核Y向共振拍波時，經(jīng)歷第一個正弦共振拍波后，220 kV套管根部斷裂，而后其加速度出現(xiàn)較大衰減。

（3）隨著各地震波加速度輸入峰值的增大，各關(guān)鍵部位的加速度放大系數(shù)有降低的趨勢，中等抗震能力考核水平時的加速度放大系數(shù)普遍小于普通抗震能力考核水平?？梢姡儔浩鹘Y(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)不僅以地震波的選擇有關(guān)，不同地震波具有不同的頻譜特性，其地震響應(yīng)也有較大的差別，且隨著各地震波輸入的幅值的增加，其加速度響應(yīng)表現(xiàn)出明顯的非線性，變壓器各關(guān)鍵部位的加速度放大系數(shù)具有普遍降低的趨勢。

4.3 位移時程響應(yīng)分析

將各種工況下的變壓器及套管關(guān)鍵部位的加速度時程曲線通過二次積分可得到相應(yīng)的位移時程曲線。表5、表6分別為X、Y單向地震輸入時各測點(diǎn)的位移反應(yīng)時程的相對峰值，圖6為中等抗震能力考核水平時，人工波X、Y單向輸入時變壓器及套管頂部絕對位移時程曲線，圖7為X、Y單向輸入以變壓器套管基頻擬合的中等抗震共振拍波時，220 kV、500 kV套管頂部的絕對位移時程曲線。

表5 地震輸入時變壓器相對位移響應(yīng)峰值 （PGA=0.20 g）/mmTab.5 Displacement response peak value subjected to X，Y 1 earthquake wave（PGA=0.20 g）/mm

表6 地震輸入時變壓器相對位移響應(yīng)峰值 （PGA=0.4/0.3 g）/mmTab.6 Displacement response peak value subjected to X，Y 1D earthquake wave（PGA=0.4/0.3g）/mm

分析上述圖表可知：在普通與中等抗震能力考核時單向輸入各類地震波，油箱頂部位移相對峰值較小，綜合平均值為0.975 mm，可見油箱本體的剛度較大，地震時油箱本體的位移較小。

在實(shí)震記錄與人工波作用下，220 kV套管頂部的X向位移大于Y向位移，普通抗震能力考核時，X向平均位移為10.57 mm，Y向平均位移為2.71 mm；中等抗震能力考核時X向平均位移為19.30 mm，Y向平均位移為4.27 mm。500 kV套管頂部的X向與Y向位移相差無幾，普通抗震能力考核時，X向與Y向綜合平均位移為24.4 mm；中等抗震能力考核時，X向與Y向綜合平均位移為41.9 mm，最大值為什邡波X向輸入時，套管頂部的位移達(dá)到了62.0 mm。

而在變壓器套管共振拍波輸入時，套管頂部的位移相對峰值較大，普通抗震能力考核時，220 kV套管頂部的位移達(dá)到了66.57 mm，500 kV套管頂部的位移達(dá)到了66.26 mm；中等抗震能力考核時，220 kV套管頂部的位移達(dá)到了66.56 mm，500 kV套管頂部的位移達(dá)到了84.18 mm，此時，從圖7（b）也可知220 kV套管Y向共振拍波輸入時，由于達(dá)到了220 kV套管的位移極限，套管根部變形過大，致使套管根部斷裂。

4.4 應(yīng)變時程響應(yīng)分析

大量的變壓器及套管的地震災(zāi)害表明，因套管根部的應(yīng)力應(yīng)變過大，導(dǎo)致套管斷裂或漏油，是引起大型電力變壓器破壞或功能失效的重要原因。因此在考核變壓器及套管體系的抗震能力時，對套管根部的應(yīng)力應(yīng)變的考核是驗(yàn)證其抗震能力的重要手段。本次試驗(yàn)測試了各種工況下的變壓器及套管根部等關(guān)鍵部位的加速度時程曲線。表7為X、Y單向地震輸入時變壓器套管根部各測點(diǎn)的應(yīng)變反應(yīng)時程峰值的最大值，圖8為中等抗震能力考核水平時，什邡波X、Y單向輸入時套管根部的應(yīng)變時程曲線，圖9為X、Y單向輸入以變壓器套管基頻擬合的共振拍波中等抗震考核時，220 kV、500 kV套管根部的應(yīng)變時程曲線。

表7 地震輸入時變壓器套管根部應(yīng)變反應(yīng)峰值/μsTab.7 Strain response peak value subjected to X，Y 1D earthquake wave/μs

圖8 什邡波輸入時套管根部應(yīng)變時程曲線（PGA=0.4 g）Fig.8 The bottom strain time history curve of bushings subjected to X，Y 1D Shifang wave（PGA=0.4 g）

分析上述圖表可知：

（1）在普通抗震能力考核水平的實(shí)震記錄與人工波作用下，220 kV、500 kV套管根部X向應(yīng)變峰值的最大值分別為 63.9με，114.3με；Y 向應(yīng)變峰值的最大值分別為 60.6με，175.9με。峰值為 0.2g的套管共振拍波輸入時，220 kV、500 kV套管根部X向應(yīng)變峰值分別為 112.3με、195.2με；Y 向應(yīng)變峰值分別為 125.8με、274.6με。測試得到的應(yīng)變值均小于變壓器套管的允許應(yīng)變（350με），因此，本次試驗(yàn)用的 220 kV、500 kV變壓器套管具有普通抗震能力考核水平的抗震能力。

（2）在中等抗震能力考核水平的實(shí)震記錄與人工波作用下，220 kV、500 kV套管根部X向應(yīng)變峰值的最大值分別為135.1με，232.3με；Y向應(yīng)變峰值的最大值分別為 105.9με，359.4με。峰值為 0.3 g 的套管共振拍波輸入時，220 kV、500 kV套管根部X向應(yīng)變峰值分別為 176.9με、268.1με；Y 向應(yīng)變峰值分別為 194.7με、371.0με。雖然220 kV 套管在地震作用下其應(yīng)變值沒有超過允許應(yīng)變，但在峰值為0.3 g Y向輸入時，圖9（b）套管的根部應(yīng)變曲線也表明套管根部發(fā)生斷裂；500 kV套管在地震作用下其應(yīng)變超過允許應(yīng)變值，試驗(yàn)時雖然沒有出現(xiàn)套管斷裂現(xiàn)象，但套管根部漏油現(xiàn)象嚴(yán)重。因此，本次試驗(yàn)用的220 kV、500 kV變壓器套管不具有中等抗震能力考核水平的抗震能力。

圖9 共振拍波輸入時套管根部應(yīng)變時程曲線（PGA=0.3g）Fig.9 The bottom strain time history curve of bushings subjected to X，Y 1D resonant beat-wave（PGA=0.3 g）

5 結(jié)論

（1）本文首先提出了變壓器抗震能力考核水平的劃分方法，提出了僅從變壓器及套管抗震能力角度考慮，不以區(qū)域設(shè)防烈度為抗震設(shè)計目標(biāo)，將變壓器及套管等電氣設(shè)備的抗震能力劃分為普通、中等和高等三個等級的基本抗震能力考核水平。三等級變壓器抗震能力考核水平統(tǒng)一了變壓器等電氣產(chǎn)品的抗震條件，利于產(chǎn)品的標(biāo)準(zhǔn)化，從而提高變壓器等電氣設(shè)備的抗震能力。

（2）變壓器油箱本體的剛度較大，各類地震作用下對輸入加速度的動力放大系數(shù)約為1.50。日本和我國現(xiàn)行規(guī)范規(guī)定變壓器及基礎(chǔ)的綜合動力放大系數(shù)取2.0，可見該值是較為合理的。由于變壓器套管的自振頻率基本在1 Hz－10 Hz，與地震記錄和人工波的卓越頻率較為接近，因此其加速度動力放大系數(shù)較大，尤其是輸入套管的共振拍波時，其加速度動力放大系數(shù)可達(dá)到19.11。這也是大量變壓器套管在多次地震中發(fā)生破壞的重要原因之一。

（3）變壓器油箱本體的位移較小。但對變壓器套管來說，在地震作用下，尤其共振拍波輸入時，套管的峰值相對位移較大。由于套管頂部有導(dǎo)體與其它設(shè)備相連，設(shè)計時應(yīng)充分考慮套管的位移并采取相應(yīng)的措施，防止變電站相互連接設(shè)備之間的非同相位運(yùn)動把套管或其它電氣設(shè)備拉扯壞。

（4）地震作用下變壓器套管的根部應(yīng)變是表征套管抗震能力的重要參數(shù)。從本文試驗(yàn)分析看，所測試的220 kV、500 kV套管具備普通抗震考核水平的抗震能力，不具備中等抗震考核水平的抗震能力，試驗(yàn)中500 kV套管出現(xiàn)根部漏油，而220 kV套管出現(xiàn)根部斷裂。因此采取傳統(tǒng)抗震加固措施或適用的減震技術(shù)，提高大型電力變壓器及套管的抗震能力，很有必要。

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